朱有利， 孙寒骁， 侯 帅

(装甲兵工程学院装备维修与再制造工程系， 北京 100072)

循环载荷下喷丸层残余应力与半高宽的变化

朱有利， 孙寒骁， 侯 帅

(装甲兵工程学院装备维修与再制造工程系， 北京 100072)

为研究30CrMnSiA钢喷丸强化层抗疲劳性能在受循环载荷作用过程中的变化情况，采用疲劳试验机对30CrMnSiA喷丸试样施加循环载荷，通过X射线残余应力测试仪测量试样表面残余应力和X射线衍射半高宽等数据，研究其在循环载荷作用下的变化规律。结果表明：喷丸引入的残余压应力在平行于载荷方向上早期即发生大幅松弛，之后基本保持稳定不变；松弛幅度随载荷的增加而增加，垂直载荷方向上的残余压应力基本不松弛；各个方向上的半高宽都会随循环次数的增加而下降，下降规律基本与应力松弛规律相同，载荷越大，半高宽下降越多。

喷丸；残余应力；应力松弛；半高宽

疲劳破坏是工程结构和机械失效的主要原因之一，喷丸是一种最常见的被广泛应用于汽车、轮船和航空航天等各个领域的表面机械强化技术[1]。它利用高速飞行的弹丸反复轰击材料表面，使材料表面产生剧烈的塑性变形和材料组织结构改变，同时引入残余压应力，从而抑制裂纹的萌生与扩展，并起到提高材料抗疲劳性能的作用[2]。但不恰当工艺参数的喷丸会使材料表面因过喷而产生裂纹，反而导致材料抗疲劳性能的下降[3-5]。

30CrMnSiA钢是一种在航空航天领域被大量使用的结构钢，用其制成的零部件大都能承受较大的交变载荷，但对疲劳性能有较高的要求，因此大量运用喷丸技术来制造该钢零部件，以提高零部件抗疲劳性能[6]。但目前对该钢喷丸强化层在使用过程中变化情况的研究较少,残余应力场、位错等都会受外载荷等外界条件影响，这些变化不仅会改变零部件的抗疲劳性能，亦会对强化后零部件的疲劳寿命预测带来影响[7]。因此，笔者通过疲劳试验机对经喷丸强化后的30CrMnSiA钢疲劳试样施加循环载荷，利用X射线残余应力测试仪监测试样喷丸强化层残余应力及半高宽随循环载荷的变化情况，并进行了分析，以期为零部件的定寿及喷丸工艺的优化提供一定的参考。

1 试样制备与表征

1.1 试样制备

选择完全退火态30CrMnSiA钢为实验材料，加热温度为900 ℃，炉冷至550～650 ℃出炉空冷，热处理后的抗拉强度为716.5 MPa，硬度为218.5 HV，其化学成分为：ω(C)=0.28%～0.35%，ω(Si)=0.90%～1.20%，ω(Mn)= 0.80%～1.10%，ω(P)≤0.030%，ω(S)≤0.030%，ω(Cr)=0.80%～1.10%，ω(Ni)≤0.40%。参考GB/T 3075—2008标准设计并加工成如图1所示的板状疲劳试样。

使用气动喷丸机对30CrMnSiA钢疲劳试样进行喷丸强化，通过调节气压、枪口距离等参数，用弧高测量仪测量Almen试片饱和曲线，直至调节出0.6A的喷丸强度，以期能使疲劳试样获得较大的残余应力，为方便观察应力松弛现象，喷丸覆盖率选为120%。所采用的弹丸为钢丝切丸，直径为0.8 mm，硬度为55～60 HRC。

图1 30CrMnSiA钢板状疲劳试样

1.2 表征手段

使用OLYMPUS三维形貌仪扫描观察喷丸前后板状疲劳试样表面形貌的变化情况。采用PWS-100疲劳试验机模拟零件在工作中所受的外载荷，循环载荷的应力幅值分别取300、400 MPa，应力比为0.1，频率为20 Hz。

通过X-350A型残余应力测试仪测量喷丸前后板状疲劳试样的残余应力与半高宽，工艺参数为：固定ψ法为侧倾法，定峰法为交相关， 采用Cr靶Kα辐射，光斑直径为6 mm，扫描角度为160°～152°，管高压为25 kV，管电流为0.8 mA，应力常数为-318 MPa，衍射晶面选择(211)晶面，扫描步距为0.1°，计数时间为0.2 s，选取X线入射角ψ=0°，25°，35°三个角度以防止织构的干扰。在疲劳试样工作段表面用记号笔做若干标记，以保证每次都对相同区域进行测量，排除残余应力和组织结构分布不均带来的误差。将每个循环周次下所测得的残余应力与半高宽值分别取平均值。

2 结果与分析

2.1 表面形貌

图2、3为利用OLYMPUS三维形貌仪所观察到的喷丸强化前后疲劳试样表面的三维、二维形貌图。

图2 喷丸强化前后疲劳试样表面三维形貌

图3 喷丸强化前后疲劳试样表面二维形貌

由图2、3可以看出：喷丸强化前的试样表面较为平整，表面粗糙度Ra=0.206 5 μm；喷丸强化后的试样表面布满深浅不一的弹坑，Ra=9.546 4 μm。这是由于弹丸形状为不规则的圆形，从枪口喷出时的速率、方向及与试样发生撞击时的接触面积、角度和应力大小不同，且同一区域所受到的弹丸冲击次数也不同。

通过X射线衍射法测量表明：喷丸强化前，疲劳试样的表面残余应力约为152.5 MPa，半高宽为3.09°；喷丸强化后，表面残余应力降至-358.4 MPa，半高宽增加到3.82°。半高宽增加是由材料加工硬化程度增加和晶粒细化造成的，这说明喷丸强化过程中弹丸的反复冲击使材料表层发生了剧烈的塑性变形并使该层晶粒细化，同时还引入了较大的残余压应力，进而抑制了疲劳裂纹的萌生。这是喷丸强化工艺提高材料抗疲劳性能的主要机理。

2.2 残余应力

循环载荷作用下疲劳试样表面残余应力变化如图4所示。由图4(a)可以看出：随着循环周次的增加，应力作用下的纵向残余压应力急剧松弛，在约10周次循环后趋于稳定，其300、400 MPa应力作用下的稳定值分别约为-220、-100 MPa，分别松弛了约40%与65%。这表明：应力越大，纵向残余应力松弛的速率与幅值越大，这种在前期较短循环周次内发生的剧烈松弛现象可看作静载松弛，这是由于试样在外载荷作用下产生了微观裂纹。其原因为：试样不可避免地会存在二相粒子、划痕、腐蚀坑等应力集中系数较大的“薄弱区”，当对试样施加小于屈服强度的应力时，材料从宏观上未屈服但在“薄弱区”会发生局部屈服，产生微观裂纹，残余应力场因此而重新分布，造成了残余应力的松弛[8-9]。由于这种局部屈服和微观裂纹是在外载荷的作用下发生的，而外载荷沿轴向施加于疲劳试样上，因此如图4(b)所示在垂直外载荷的径向上残余应力基本不受影响。以上结果表明：尽管喷丸强化可引入幅值十分可观的残余压应力，但该残余压应力在短短的10周次循环内就大幅松弛了，相对于大部分疲劳寿命为105～107数量级的零部件而言，实际上起到抗疲劳作用的只有稳定后的部分残余压应力。

图4 循环载荷作用下疲劳试样表面残余应力变化

2.3 半高宽

图5为在循环载荷作用下疲劳试样表面半高宽随循环周次的变化规律。可以看出：无论是沿轴向还是沿径向，半高宽都随着循环次数的增加而减小，并在约10周次循环后逐渐趋于稳定，应力为300、400 MPa时的疲劳试样半高宽由大约3.8°分别减小到3.6°、3.65°左右，这说明载荷越大，半高宽下降越明显。其原因为：位错密度、晶粒尺寸等因素的变化都可能引起半高宽的改变，但考虑到疲劳试样所受循环载荷远低于材料抗拉强度，难以使材料晶粒尺寸发生变化，所以半高宽随循环周次的增加而减小很可能是由位错密度的变化造成的，此外也会有一部分异号位错在移动过程中相互抵消。根据文献[10]可知位错密度与半高宽的关系为

图5 在循环载荷作用下疲劳试样表面半高宽随循环周次的变化规律

(1)

式中：De为位错密度；β为半高宽；b为伯氏矢量。由式(1)可知：半高宽会随位错密度的降低而降低。在循环载荷的作用下，晶体发生滑移，位错塞积于晶界、二相粒子等处发生塑性变形，进而形成微观裂纹，导致位错密度降低。因此，半高宽与残余应力的变化规律基本一致，都主要发生在前10个循环周次内，之后保持稳定。受400MPa载荷试样的稳定半高宽大于受300MPa载荷的试样，也是由于其所受应力更大，因而更易发生塑性变形而产生微观裂纹。位错密度的变化与方向无关，因此垂直循环载荷与平行循环载荷方向的半高宽基本相同。

3 结论

通过气动喷丸机对30CrMnSiA疲劳试样进行喷丸强化，并利用X射线残余应力测试仪测试了喷丸强化层表面残余应力、半高宽随疲劳试验机施加的循环载荷次数的变化情况。结果表明：强化层表面轴向残余压应力及半高宽先在前10周次循环内迅速下降，之后保持稳定。下一步，可根据这一现象优化喷丸工艺参数，力求获得更大的稳定残余压应力幅值，以提高喷丸强化的抗疲劳强化效果；亦可将此现象纳入零部件定寿的衡量参数，用以提高寿命预测的准确性。

[1] 朱有利， 王燕礼， 边飞龙， 等. 金属材料超声表面强化技术的研究与应用进展[J]. 机械工程学报, 2014, 50(20): 35-45.

[2] Olmi G, Freddi A. A New Method for Modelling the Support Effect under Rotating Bending Fatigue: Application to Ti-6Al-4V Alloy, with and without Shot Peening[J]. Fatigue & Fracture of Engineering and Materials & Structures, 2013, 36: 981-993.

[3] Fathallah R, Laamouri A, Sidhom H, et al. High Cycle Fatigue Behavior Prediction of Shot-peened Parts[J]. International Journal of Fatigue， 2004, 26:1053-1067.

[4] Unal O, Varol R. Surface Severe Plastic Deformation of AISI 304 via Conventional Shot Peening, Severe Shot Peening and Repeening[J]. Applied Surface Science, 2015, 351:289-295.

[5] Fu P, Zhan K, Jiang C H. Micro-structure and Surface Layer Properties of 18CrNiMo7-6 Steel after Multistep Shot Peening [J]. Materials and Design, 2013, 51: 309-314.

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[9] 王宏伟， 马晋生， 南俊马， 等. 表面微观屈服强度与疲劳极限的关系[J]. 金属学报, 1991, 27(5): 365-369.

[10] 邱琼， 王仁智. 关于残余应力的静载松弛与最佳喷丸残余应力场的研究[J]. 金属科学与工艺, 1988, 7(1): 1-7.

(责任编辑:尚菲菲)

Changes of Residual Stress and Full Width at Half Maximum in Shot Peening Strengthened Layer under the Cycle Load

ZHU You-li, SUN Han-xiao, HOU Shuai

(Department of Equipment Maintenance and Remanufacture Engineering, Academy of Armored Force Engineering, Beijing 100072，China)

To research the change of anti-fatigue performance under the cycle load for the shot peening strengthened layer of 30CrMnSiA steel, the fatigue machine are used to apply cycle load to 30CrMnSiA shot peening specimens and X-ray residual stress tester are also used to measure the surface residual stress of specimen and full width at half maximum of X-ray diffraction. The result of study shows that the residual compressive stress which is induced by shot peening and in parallel with the direction of cyclic loading loosed sharply in the early time. The degree of stress relaxation increased with increasing load while rare relaxation is observed on the direction perpendicular to the force. With the increasing of cycle times, the full width at half maximum is declining in any direction. The regulation of the decrease of full width at half maximum is similar to the residual compressive stress relaxation. And the full width at half maximum reduces more when the load is increasing.

shot peening; residual stress; stress relaxation; full width at half maximum

1672-1497(2016)05-0082-04

2016-05-30

北京市自然科学基金资助项目(3093027)

朱有利(1962-)，男，教授，博士。

TG115.22+2; TG115.5+7

A

10.3969/j.issn.1672-1497.2016.05.017